姚國(guó)文，劉超越，吳國(guó)強(qiáng)

(1.重慶交通大學(xué) 山區(qū)橋梁與隧道工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室培育基地，重慶400074；2.涪陵區(qū)城鄉(xiāng)建設(shè)委員會(huì)，重慶 涪陵 408000；3.廣西交通科學(xué)研究院，廣西 南寧 530000)

酸雨環(huán)境-荷載耦合作用下拉索腐蝕損傷機(jī)理研究

姚國(guó)文1，劉超越2，吳國(guó)強(qiáng)3

(1.重慶交通大學(xué) 山區(qū)橋梁與隧道工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室培育基地，重慶400074；2.涪陵區(qū)城鄉(xiāng)建設(shè)委員會(huì)，重慶 涪陵 408000；3.廣西交通科學(xué)研究院，廣西 南寧 530000)

通過(guò)開(kāi)展拉索鍍鋅鋼絞線在酸雨環(huán)境/荷載耦合作用下的人工加速腐蝕試驗(yàn)，對(duì)斜拉索施加交變荷載、靜態(tài)荷載和無(wú)荷載，得出3種加載方式與腐蝕速率的關(guān)系，并論述了鋼絞線應(yīng)力腐蝕疲勞損傷的特點(diǎn)與機(jī)理；采用ANSYS有限元軟件對(duì)不同腐蝕情況下的斜拉索進(jìn)行數(shù)值模擬，分析了鋼絞線均勻腐蝕、表面蝕坑深度對(duì)鋼絲等效應(yīng)力分布狀態(tài)的影響。研究表明：加速腐蝕試驗(yàn)中的鋼絞線，受到復(fù)雜荷載的構(gòu)件在同等腐蝕環(huán)境中的腐蝕速率更高；腐蝕試驗(yàn)前期，應(yīng)力腐蝕和腐蝕疲勞對(duì)抗拉強(qiáng)度的影響不大，3種加載方式之間的抗拉強(qiáng)度無(wú)明顯差異，腐蝕試驗(yàn)中后期，抗拉強(qiáng)度開(kāi)始急劇下降，交變應(yīng)力加載試件出現(xiàn)抗拉強(qiáng)度短暫提高的現(xiàn)象；鋼絞線腐蝕越嚴(yán)重，其在役狀態(tài)時(shí)鋼絞線表面蝕坑附近的應(yīng)力就越大。

橋梁工程；斜拉索；酸雨環(huán)境；交變荷載；應(yīng)力腐蝕

0 引 言

目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)斜拉索腐蝕問(wèn)題的研究已經(jīng)取得了較多進(jìn)展。蘇達(dá)根等[1]分析了廣州海印大橋鋼絞線銹蝕失效機(jī)理，對(duì)比分析了不同銹蝕程度的鋼絞線在力學(xué)性能方面的差異?？婇L(zhǎng)青等[2]根據(jù)法拉定律與腐蝕損傷相當(dāng)?shù)脑瓌t，提出了大跨徑橋梁構(gòu)件加速腐蝕當(dāng)量環(huán)境譜的研究方法。K.SUZUMURA等[3]研究了橋梁用鍍鋅鋼絞線腐蝕行為影響的環(huán)境因素，結(jié)果表明水和溫度是造成拉索腐蝕的主要環(huán)境因素，加速腐蝕試驗(yàn)證明拉索錨頭端腐蝕最為嚴(yán)重，溶液中NaCl濃度增加和溫度升高都會(huì)加速鍍鋅鋼絞線的腐蝕。I.HAMILTON等[4]將海水作為腐蝕介質(zhì)，在靜態(tài)張力作用下，對(duì)帶開(kāi)口的不同拉索腐蝕防護(hù)體系進(jìn)行加速腐蝕試驗(yàn)，對(duì)比不同防護(hù)體系下的防腐效果，研究結(jié)果表明靜態(tài)張力會(huì)加速拉索的腐蝕過(guò)程。

鑒于荷載對(duì)斜拉索腐蝕過(guò)程的影響，筆者進(jìn)行拉索鋼絞線在靜態(tài)張力、交變荷載與酸雨環(huán)境耦合作用下腐蝕疲勞試驗(yàn)，探討拉索腐蝕疲勞損傷機(jī)理。

1 人工加速酸雨腐蝕試驗(yàn)

拉索腐蝕試驗(yàn)采用重慶交通大學(xué)山區(qū)橋梁與隧道工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室培育基地的YC-200鹽霧試驗(yàn)箱(圖1)，鹽霧沉降量250 mL/(m2·h)。加載裝置采用ZDK雙作用千斤頂，承載能力20 t。

圖1 YC-200腐蝕試驗(yàn)箱Fig.1 YC-200 corrosion test chamber

1.1 試驗(yàn)材料

1.1.1 鋼絞線試樣

酸雨腐蝕試驗(yàn)件材料為橋梁纜索用強(qiáng)度級(jí)別為1 860 MPa、直徑φ15.2 mm的高強(qiáng)鍍鋅鋼絞線，鋼絞線尺寸及允許偏差見(jiàn)表1。

表1 鋼絞線尺寸及允許偏差

1.1.2 腐蝕液

表2 西南地區(qū)酸雨雨水組成

稱取誤差±0.10 g，稱取化學(xué)試劑于100 mL的量筒中，加入50 mL的水完全溶解，移取液體到4 L的容器中，加入水到4 L，用精密PH試紙測(cè)定PH值，用濃H2SO4調(diào)節(jié)pH值至2.5。本試驗(yàn)溫度參考GB/T 10125—1997《人造氣氛腐蝕實(shí)驗(yàn)——鹽霧實(shí)驗(yàn)》將溫度定為(50±2)℃，將氣壓控制在70～170 kPa之間。噴霧量參考GB/T 10125—1997中的CASS實(shí)驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)，取為250 mL/(m2·h)。

1.2 試驗(yàn)步驟

本次試驗(yàn)一批次采用6根高強(qiáng)度鍍鋅鋼絞線，其中兩根為交變荷載、兩根為靜態(tài)荷載和兩根為無(wú)荷載狀態(tài)，交變荷載采用ZDK液壓穿心自鎖千斤頂施加，最大峰值荷載130 kN，最小峰值荷載為65 kN，荷載幅值為65 kN。應(yīng)力幅值為464 MPa，大于鍍鋅鋼絞線抗疲勞應(yīng)力幅值20 MPa，交變荷載見(jiàn)圖2。

圖2 一日中的交變荷載Fig.2 Alternating load diagram in a day

ZDK油壓穿心千斤頂油表讀數(shù)與施加荷載值不統(tǒng)一，所以必須經(jīng)過(guò)測(cè)力計(jì)標(biāo)定后才能準(zhǔn)確地?fù)Q算出力與油壓的關(guān)系，千斤頂力與油壓換算關(guān)系及擬合曲線見(jiàn)圖3。

圖3 千斤頂力與油壓換算關(guān)系及擬合曲線Fig.3 Conversion relationship between jack force and oil pressure and its fitting curve

試驗(yàn)步驟如下：

1)準(zhǔn)備4根外包高密度聚乙烯擠塑成型外套的鋼絞線，并切成5.4 m長(zhǎng)的試件,長(zhǎng)度誤差在±1 mm，作為交變荷載與靜態(tài)荷載的試件，中間1 m長(zhǎng)部分去除高密度聚乙烯外套(即穿入試驗(yàn)箱的鋼絞線去除高密度聚乙烯外套)，稱取重量后穿入試驗(yàn)箱，另準(zhǔn)備2根1 m長(zhǎng)的去除高密度聚乙烯外套后稱重作為無(wú)荷載的試件，對(duì)所有試件編號(hào)，并對(duì)所有數(shù)據(jù)做好記錄并拍照，交變荷載與靜態(tài)荷載試件穿入腐蝕試驗(yàn)箱。

2)配制好pH=2.5的酸雨溶液加入腐蝕箱中的溶液儲(chǔ)存箱。

3)按圖2進(jìn)行加載，加載誤差控制在±0.1 kN，并開(kāi)啟腐蝕箱控制開(kāi)關(guān)，將溫度控制在(50±1)℃，將噴霧量控制在250 mL/(m2·h)。

4)定期對(duì)腐蝕箱中的溶液箱中溶液的剩余量進(jìn)行檢查，并對(duì)試件的腐蝕情況進(jìn)行拍照以掌握腐蝕的進(jìn)程。

5)階段試驗(yàn)完成后對(duì)試件進(jìn)行檢查和拍照，對(duì)腐蝕部位用鋼絲刷在0.5 mol/L稀硫酸溶液中進(jìn)行清洗，并用高溫吹風(fēng)筒烘干，分別稱量試件記錄失重?cái)?shù)據(jù)。

6)取出1 cm以內(nèi)的試樣，用于電子掃描顯微鏡的觀測(cè)。

7)將試件中間1 m段用切割機(jī)切斷，編號(hào)，用于試件力學(xué)強(qiáng)度試驗(yàn)。

8)將編號(hào)的試件在萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，記錄各試件的應(yīng)力應(yīng)變曲線，并記錄抗拉強(qiáng)度。

1.3 試驗(yàn)數(shù)據(jù)及分析

1.3.1 腐蝕速率的分析

將不同腐蝕時(shí)間下，3種加載狀態(tài)的試件腐蝕數(shù)據(jù)繪制成散點(diǎn)圖(圖4)。在5 d的腐蝕階段，交變荷載、靜態(tài)荷載和無(wú)荷載3種狀態(tài)下腐蝕速率相近；在15 d時(shí)，交變荷載的腐蝕速率是無(wú)荷載的腐蝕速率的1.35倍，靜態(tài)荷載的腐蝕速率是無(wú)荷載的腐蝕速率的1.13倍；在30 d時(shí)，交變荷載的腐蝕速率是無(wú)荷載的腐蝕速率的1.36倍，而靜態(tài)荷載的腐蝕速率是無(wú)荷載的腐蝕速率的1.11倍。由腐蝕時(shí)間與腐蝕速率曲線可知,受到交變荷載的構(gòu)件在同等的腐蝕環(huán)境中遭受腐蝕顯得更加容易。

圖4 3種狀態(tài)的腐蝕速率對(duì)比Fig.4 Comparison of corrosion rate of three states

1.3.2 腐蝕鋼絞線力學(xué)性能分析

將不同腐蝕速率下，3種加載狀態(tài)的試件抗拉強(qiáng)度數(shù)據(jù)繪制成散點(diǎn)圖(圖5)。腐蝕試驗(yàn)前期，3種應(yīng)力加載狀態(tài)之間的抗拉強(qiáng)度沒(méi)有出現(xiàn)明顯的下降趨勢(shì)。腐蝕試驗(yàn)中后期，抗拉強(qiáng)度開(kāi)始出現(xiàn)急劇下降的現(xiàn)象，交變應(yīng)力和靜態(tài)張力兩種加載方式下的試件均出現(xiàn)了抗拉強(qiáng)度短暫提高的現(xiàn)象。

圖5 3種狀態(tài)下的試件在不同齡期的抗拉強(qiáng)度Fig.5 Tensile strength of specimens at different ages under three states

2 腐蝕損傷機(jī)理分析

2.1 應(yīng)力腐蝕特點(diǎn)

1)發(fā)生應(yīng)力腐蝕的不一定是外加力。在材料經(jīng)特定技術(shù)手段處理后在材料基質(zhì)中殘留的殘余應(yīng)力或熱應(yīng)力可發(fā)生應(yīng)力腐蝕；也有材料在腐蝕溶液中經(jīng)復(fù)核溶解而在表面產(chǎn)生腐蝕產(chǎn)物，腐蝕產(chǎn)物的延伸會(huì)對(duì)材料表面基質(zhì)作用而產(chǎn)生張力，從而誘發(fā)應(yīng)力腐蝕。

2)應(yīng)力腐蝕的滯后破斷性。對(duì)于無(wú)損傷試樣，在應(yīng)力σ<σb條件下，試件就會(huì)出現(xiàn)微裂紋，而后隨著時(shí)間的推移，微裂紋會(huì)迅速的擴(kuò)展延伸；裂縫強(qiáng)度因子K1≤K1C(破斷強(qiáng)度因子)，應(yīng)力和應(yīng)力強(qiáng)度因子下降，而裂紋形核與滯后破斷時(shí)間也在延長(zhǎng)，所以應(yīng)力腐蝕后的材料會(huì)滯后破斷[5]。

3)基于低應(yīng)力的剛性破斷。應(yīng)力腐蝕損傷的破斷應(yīng)力σ低于材料的破斷應(yīng)力σb，材料破斷時(shí)緊縮現(xiàn)象不明顯，材料破斷時(shí)延性小，塑性變形小，所以應(yīng)力腐蝕破壞是無(wú)征兆的剛性破壞，在工程上是一種造成災(zāi)難性后果的破壞。

2.2 應(yīng)力腐蝕機(jī)理

當(dāng)腐蝕出現(xiàn)蝕坑空洞后，孔洞里金屬表面會(huì)形成鈍化膜。鈍化膜是一層不密實(shí)的薄膜，溶液介質(zhì)中的陰離子通過(guò)鈍化膜與金屬基質(zhì)進(jìn)行交換，金屬在交換過(guò)程中不斷地溶解，而腐蝕產(chǎn)物也會(huì)附著在鈍化膜表面，對(duì)材料基質(zhì)表面形成附加張力。張力的作用會(huì)加速金屬原子的位錯(cuò)滑移運(yùn)動(dòng)。位錯(cuò)滑移運(yùn)動(dòng)使部分基質(zhì)區(qū)域到達(dá)塑性變形的臨界條件時(shí)，這小塊區(qū)域就會(huì)產(chǎn)生很大的應(yīng)力集中，剪斷了材料基質(zhì)原子之間的鍵力[6-7]，微裂紋基于此形成。由于溶液介質(zhì)充斥著這個(gè)裂紋，阻礙了鈍化的形成，微裂紋經(jīng)過(guò)不斷的受力會(huì)向前沿發(fā)展，所以當(dāng)加載的外力遠(yuǎn)小于材料的σb也會(huì)出現(xiàn)材料的斷裂。

構(gòu)件表面的腐蝕損傷處[8-9]一般是腐蝕疲勞斷裂的開(kāi)端，在合金材料的腐蝕試驗(yàn)中裂紋從點(diǎn)蝕坑過(guò)渡至形核發(fā)展的現(xiàn)象已經(jīng)得到了驗(yàn)證。

在交變應(yīng)力的作用下帶有損傷裂紋的構(gòu)件不發(fā)生疲勞擴(kuò)展應(yīng)力強(qiáng)度因子交變值，即疲勞裂紋不擴(kuò)展的ΔK的臨界值符號(hào)記為ΔKth。點(diǎn)蝕坑形成腐蝕疲勞裂紋要滿足一定的條件[10-11]：

(1)

式中：a為等效裂紋深度；ΔK為半橢圓點(diǎn)蝕根部應(yīng)力強(qiáng)度因子；ΔKth為疲勞裂紋擴(kuò)展門檻；da/dt為裂紋擴(kuò)展速率或點(diǎn)蝕深度演化速率[12]。

3 拉索腐蝕仿真分析

3.1 有限元模型

應(yīng)用ANSYS軟件對(duì)在不同程度下的均勻腐蝕鋼絞線以及蝕坑深度不同、直徑相同的鋼絞線分別建立實(shí)體模型(圖6)，分析蝕坑附近等效應(yīng)力分布規(guī)律。

圖6 有限元模型Fig.6 Finite element model

3.2 均勻腐蝕狀態(tài)下拉索受力分析

基于拉索受到均勻腐蝕狀態(tài)下，拉索有效截面積會(huì)減小。模型以拉索所有斷面上的有效截面積相同，分別建立直徑D為15.2，15.0，14.8，14.6，14.4 mm的鋼絞線模型，以直徑為14.8，14.6 mm為例提取應(yīng)力云圖(圖7)。用半徑為0.5 mm的球體與鋼絞線相割，蝕坑深度均為1 mm，實(shí)現(xiàn)蝕坑的模擬。

圖7 均勻腐蝕時(shí)鋼絞線等效應(yīng)力云圖Fig.7 Steel equivalent stress nephogram with uniform corrosion

均勻腐蝕程度不同，但蝕坑附近的等效應(yīng)力分布規(guī)律大致相同，蝕坑大小相等的條件下，拉索承受荷載時(shí)在蝕坑中央?yún)^(qū)域出現(xiàn)應(yīng)力集中；蝕坑大小相等，隨著腐蝕直徑的減小，應(yīng)力集中區(qū)域的積也減小，而應(yīng)力的最大值也變大，同一點(diǎn)在不同腐蝕直徑相同荷載作用下應(yīng)力增加。將不同直徑的鋼絞線在蝕坑的作用下產(chǎn)生的最大Mises等效應(yīng)力數(shù)值繪制成曲線(圖8),發(fā)現(xiàn)均勻腐蝕鋼絞線直徑與蝕坑邊緣最大等效應(yīng)力大致呈線性關(guān)系。

圖8 蝕坑處最大等效應(yīng)力與鋼絞線直徑關(guān)系Fig.8 Relationship between maximum equivalent stress of the corrosion pits and the diameter of strand

3.3 局部腐蝕狀態(tài)下拉索的受力分析

金屬受到腐蝕不僅有全面腐蝕，還面臨著局部腐蝕。分析中基于簡(jiǎn)化處理，以拉索直徑不變，而蝕坑深度變化建立有限元模型。建立直徑為15.2 mm的鋼絞線模型，分別以半徑為1.0，1.2，1.4，1.6 mm的球體與鋼絞線相割，蝕坑深度為1.0，1.2，1.4，1.6 mm，以蝕坑深度為1.4，1.6 mm為例提取應(yīng)力云圖(圖9)。

圖9 不同蝕坑深度時(shí)鋼絞線等效應(yīng)力云圖Fig.9 Steel equivalent stress nephogram with different corrosion pit depths

在同樣直徑的鋼絞線，施加的交變荷載相同的條件下，隨著蝕坑深度的增大，應(yīng)力集中區(qū)域的最大拉應(yīng)力增大；在同樣直徑的鋼絞線，施加的交變荷載相同的條件下，蝕坑的中心點(diǎn)的應(yīng)力隨著蝕坑深度的加大而加大。將不同蝕坑深度的最大等效應(yīng)力計(jì)算結(jié)果繪制成曲線(圖10)。蝕坑處最大等效應(yīng)力數(shù)值與蝕坑深度在一定范圍內(nèi)大致呈線性關(guān)系。

圖10 蝕坑深度與最大等效應(yīng)力關(guān)系Fig.10 Relationship between corrosion pit depth and maximum equivalent stress

4 結(jié) 論

1)加速腐蝕試驗(yàn)中的鋼絞線，受到復(fù)雜荷載的構(gòu)件在同等腐蝕環(huán)境中的腐蝕速率更高。

2)腐蝕試驗(yàn)前期，應(yīng)力腐蝕和腐蝕疲勞對(duì)抗拉強(qiáng)度的影響不大，3種加載方式之間的抗拉強(qiáng)度無(wú)明顯差異。腐蝕試驗(yàn)中后期，抗拉強(qiáng)度開(kāi)始急劇下降，交變應(yīng)力加載試件出現(xiàn)抗拉強(qiáng)度短暫提高的現(xiàn)象。

3)鋼絞線腐蝕越嚴(yán)重，其在役狀態(tài)時(shí)鋼絞線表面蝕坑附近的應(yīng)力就越大。由于被腐蝕鋼絞線的有效面積會(huì)減小，而且鋼絞線的局部應(yīng)力在蝕坑的作用下又進(jìn)一步增大，因此腐蝕對(duì)在役鋼絞線具有雙重不利的作用。

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Mechanism of Corrosion Damage of Stayed Cable under the Effect of Acid Rain and Loading Coupling

YAO Guowen1, LIU Chaoyue2, WU Guoqiang3

(1. State Key Laboratory Breeding Base of Mountain Bridge & Tunnel Engineering, Chongqing Jiaotong University, Chongqing 400074, P.R.China; 2. Fuling District Urban and Rural Construction Commitee, Fuling 408000, Chongqing , P.R.China; 3. Guangxi Transportation Research Institute, Nanning 530000, Guangxi, P.R.China)

By conducting the artificially accelerated corrosion test of galvanized steel cable under the effect of acid rain / load coupling, three kinds of loading patterns were applied for the stayed cable, which included alternating load, static load and no load, and the relationship between three kinds of loading patterns and corrosion rate was obtained. The characteristics and mechanism of strand stress corrosion fatigue damage were also discussed. Numerical simulation for stayed cable in different corrosion conditions was carried out by ANSYS finite element software, and the effect of the strand uniform corrosion and surface corrosion pitting depth on the steel equivalent stress distribution state was analyzed. Studies show that: the corrosion rate of the strand in accelerated corrosion test and the components under complex loads is higher in the same corrosive environment. In the pre-period of corrosion test, stress corrosion and corrosion fatigue have little effect on tensile strength; the tensile strength has no significant difference among three loading patterns. In the middle and later periods of corrosion test, the tensile strength starts a sharp decline, and the tensile strength of alternating stress loading specimens appears the phenomenon of a short increase; the more serious corrosion the strand, the greater the steel strand stress near surface corrosion pits during its service time.

bridge engineering; stayed cable; acid rain environment; alternating loading; stress corrosion

2015-07-06；

2015-11-06

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51478071)；交通運(yùn)輸部建設(shè)科技項(xiàng)目(2015318814190)；交通運(yùn)輸部應(yīng)用基礎(chǔ)研究項(xiàng)目(2013319814180) 第一作者：姚國(guó)文(1974—)，男，山東淮坊人，教授，博士，主要從事橋梁損傷機(jī)理與檢測(cè)加固方面的研究。E-mail：yaoguowen@sina.com。

劉超越(1990—)，男，重慶人，碩士，主要從事橋梁健康監(jiān)測(cè)與加固方面的研究。E-mail：297531382@qq.com。

10.3969/j.issn.1674-0696.2016.06.02

U444

A

1674-0696(2016)06-006-05